Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych

ZESZYTY NAUKOWA POLITECHNIKI ŚLĄSKIEJ Serias Górnictwo z. 61

_______1974 Nr kol. 406

Winicjusz Boroń, Florian Krasucki Jerzy Rabsztyn, Antoni St. Wnuk

OBCIĄŻALNOŚĆ PRĄDOWA OPONOWYCH PRZEWODÓW GÓRNICZYCH

Streszczenie. Analizowano warunki pracy i żywotność przewodów opo- nowych 1000 V użytkowanych w podziemiach kopalń. Zaproponowano na­

stępujące podstawowe kryteria dla doboru wartości temperatury dopu­

szczalnej długotrwale i wynikającej z niej obciążalności prądowej przewodów oponowych: właściwości mechaniczne gumy oponowej i rezy­

stancja izolacji żył roboczych.

Przeprowadzono badania laboratoryjne dla wyznaczenia wpływu ob­

ciążalności prądowej na wartości parametrów ustalonych jako kryte­

ria podstawowe.

Podano metodykę przybliżonego, analitycznego określania prądu do­

puszczalnego długotrwale.

W wyniku badan i analizy zaproponowano zwiększenie temperatury granicznej dopuszczalnej długotrwale z 60°C do 75°C.

Na podstawie przeliczeń podano nowe, zwiększone wartości obcią­

żeń prądowych przewodów oponowych, odpowiadające temperaturze gra­

nicznej równej 75°C.

Wstęp

Realizowana koncentracja wydobycia w górnictwie węglowym stwarza sytua­

cję, w której zasadniczego znaczenia nabiera zagadnienie ciągłości dostawy energii elektrycznej do wysokowydajnych maszyn urabiających i załadowczo- -odstawczych. fłiergia elektryczna dostarczona do silnika maszyny powinna przy tym charakteryzować się odpowiednimi parametrami, ustalonymi zarówno przez dane znamionowe silnika jak i specyfikę pracy i eksploatacji napędu.

W ogólnym przypadku schemat logiczny sprawnej dostawy energii elektrycz­

nej do napędu maszyny można przedstawić jako układ szeregowo połączonych (iloczyn logiczny) elementów wchodzących w skład kopalnianego układu elek­

troenergetycznego.

Na przykład:

6

i=1 gdzie:

X - stan sprawności układu zasilania maszyny,

*1 - stan sieci WN,

- stan stacji transformatorowej,

46 W. Boroń, F. Krasucki, J. Rabsztyn, A. St. Wnuk

*2 “ stan przewodu oponowego lub kabla na odcinku transformator - łącz­

nik manewrowy,

x^ - stan łącznika manewrowego,

- stan przewodu oponowego na odcinku łącznik manewrowy - silnik ma­

szyny, xg - stan silnika.

Układ będzie sprawny jedynie w tym przypadku, kiedy w rozpatrywanym przedziale czasowym wystąpi jednoczesna sprawność wszystkich elementów u- kładu logicznego (x^ = 1 ). Przez pojęcie "sprawności" elementu xi nale­

ży przy tym rozumieć nie tylko bezawaryjną pracę urządzenia (brak uszko­

dzenia mechanicznego i elektrycznego) lecz również zdolność przekazywania odpowiednich parametrów energii elektrycznej od elementu do elemen­

tu Przekazywanie energii powinno poza tym zachodzić z zapewnieniem odpowiedniego, wymaganego przepisami, stopnia bezpieczeństwa.

"Funkcję sprawności" elementów x^ można wyznaczyć z kolei jako ilo­

czyn logiczny:

x^ — a^ . p^ « b^ (2 )

gdzie:

x1 - sprawność i-tego elementu układu,

aj^ - stan bezawaryjny (a.^ =* 1 ) lub awaryjny (a.^ = 0 ) elementu,

p^ - stan parametrów przekazywanych (p^ = 1 - poziom wymaganyj p^ = 0 - poniżej poziomu wymaganego),

b^ - stan bezpieczeństwa (b^ = 1 - urządzenie bezpieczne} b^ = 0 - urzą­

dzenie stwarza zagrożenie).

Przyjmując w uproszczeniu, że wszystkie stany są jednakowo możliwe i niezależne, po podstawieniu (2 ) do (1 ) otrzymać można wypadkowe wyrażenie na funkcję "sprawności" układu:

X - a^p^b^ . a2p2^2 * a3^3^3 ' a4^4^4 ' a5^5^5 ’ a6^6^6 =

6

- J aipibi (3)

i=1

Z analizy zależności wynika, że o niesprawności układu jako całości de­

cyduje element, którego prawdopodobieństwo przejścia ze stanu 1 do stanu 0 jest największe. Z analizy ogólnych warunków techniczno-ruchowych

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych 47

oraz statystyk krajowych i zagranicznych wynika, że elementem takim jest przewód oponowy na odcinku łącznik manewrowy - silnik.

Zmniejszenie prawdopodobieństwa wystąpienia niesprawności przewodu opo­

nowego jest możliwe do uzyskania następującymi środkami:

- wzmocnienie mechaniczne przewodu i zmiana niektórych niewłaściwych nawy­

ków eksploatacyjnych (czynnik aij

- ekranowanie żył roboczych oraz stosowanie dodatkowych środków ochron­

nych (czynnik bjj

- odpowiedni dobór przekroju żył roboczych oraz przyjęcie technicznie uza­

sadnionej obciążalności prądowej (czynnik p).

Przyjęcie odpowiedniej wartości obciążalności prądowej przewodów opo­

nowych wymaga uprzedniego ustalenia temperatury granicznej dopuszczalnej długotrwale oraz przeanalizowaniei jej wpływu zarówno na właściwości same­

go przewodu jak i ewentualnego wpływu na środowisko. Ogólnie, zgodnie z wymaganiami polskich norm, temperatura graniczna powinna być dobrana tak, aby zapewniała gospodarczo uzasadnioną trwałość przewodu i nie oddziaływa­

ła szkodliwie na inne części urządzenia i przedmioty podlegające jej wpły­

wowi.

Z punktu widzenia potrzeb ruchu górniczego wymaganie to oznacza koniecz­

ność ustalenia kryteriów doboru temperatury granicznej i wynikającej z te­

go obciążalności prądowej. Kryteria te powinny przy tym uwzględniać żywot­

ność przewodu, ogólne wymagania techniczno-ruchowe oraz odpowiedni stopień bezpieczeństwa.

1. Analiza żywotności przewodów oponowych eksploatowanych w podziemiach kopalń

0 żywotności przewodów oponowych w warunkach ruchu górniczego decydują przede wszystkim czynniki nie dające się ująć w sposób ścisły. W zasadzie czynniki te stanowią zbiór zjawisk losowych, dla których model matematycz­

ny charakteryzuje się znaczną złożonością.

Ogólnie czynniki limitujące żywotność przewodów oponowych górniczych podzielić można na dwie grupy. Do grupy I zaliczyć należy czynniki obiek­

tywne wypływające z charakterystyki środowiska i mikroklimatu kopalniane­

go oraz ze specyfiki pracy przewodów. Grupę II stanowi zbiór zdarzeń su­

biektywnych wynikających przede wszystkim z nieodpowiedniej eksploatacji przewodów.

Jednoczesne działanie obydwu grup czynników stwarza sytuację, w której praktyczna żywotność przewodów oponowych jest niedopuszczalnie mała. Dla przewodów eksploatowanych bezpośrednio w przodku (zasilanie kombajnów, wiertarek, górnych napędów przenośników ścianowych itp. ) czas ich pracy w zasadzie nie przekracza 12 miesięcy (Al- Tak mała żywotność przewodów po­

43 W. Boroń, P. Krasucki, J. Rabsztyn, A.St. Wnuk

woduje znaczne pogorszenie ekonomicznych wskaźników elektryfikacji dołu, co w konsekwencji zwiększa koszt jednostkowy wydobycia tony węgla. Popra­

wę w zakresie żywotności przewodów uzyskać można przez zastosowanie na­

stępujących środków:

1° Ograniczenie do minimum niekorzystnego wpływu czynników obiektyw­

nych (grupa ij, przez stosowanie odpowiednich konstrukcji przewo­

dów, układaków i racjonalnych sposobów prowadzenia przewodów w przodku.

2° Wyeliminowanie z praktyki ruchu górniczego, przez ścisłe egzekwo­

wanie od personalu obsługującego obowiązujących przepisów, czynni­

ków zaliczonych do grupy II.

3° Powtórne wprowadzenie do eksploatacji, po dokonanej naprawie uszko­

dzonych przewodów.

Po wprowadzeniu wszystkich ww. środków istnieje realna możliwość wie­

lokrotnego podniesienia żywotności przewodów. Z praktyki innych krajów wy­

nika, że możliwa do uzyskania żyv.’otność przewodów wynosi 5 -8 lat.

Dla przypadku teoretycznego (obciążenie prądowe nie zmieniające się w czasie, przewód nieuszkodzony), żywotność przewodó?/ jest funkcją przede wszystkim jakości materiałów, użytych na izolację żył roboczych i oponę oraz temperatury granicznej. Funkcja ta, w ogólnym przypadku posiada cha­

rakter wykładniczy. Można ją przedstawić w postaci następującej zależno­

ści:

I = e(a" (4j

gdzie

L - teoretyczna żywotność przewodu,

l? - temperatura graniczna dopuszczalna długotrwale (°C),

a,b - współczynniki stałe zależne od jakości i składu chemicznego ma­

teriałów użytych na izolację żył.

Współczynniki a i b wyznaczono dla gum izolacyjnych doświadczalnie [2 ] otrzymując przybliżoną funkcję żywotności:

L _ ed 3 . 8 - 0,092*# (4a)

Powyższą zależność graficznie przedstawiono na rysunku 1.Z wykresu wy­

nika, że założenie temperatury granicznej dopuszczalnej długotrwale rów­

nej 60°C (333°K.' jest równoznaczne z przyjęciem teoretycznej żywotności przewodu równej około 4000 dób.

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych 49

50 CO fli 80 30 W 110 iTPCJ

.

Rys. 1. Zależność żywotności przewodu od temperatury żył

roboczych

Uwzględniając rzeczywisty przebieg ob­

ciążenia przewodu oponowego (obciążenie nierównomierne, przerywane i można stwier­

dzić, że żywotność teoretyczna urealnio­

na wynosi:

I* = k L (5)

gdzie:

Lr - żywotność przewodu teoretyczna, z uwzględnieniem charakteru ob­

ciążenia,

L - żywotność teoretyczna wyznaczona wg zależności (4a),

k - współczynnik nierównomierności obciążenia.

Wartość współczynnika k zależy przede wszystkim od rodzaju zasilane­

go napędu (kombajn, przenośnik, wiertarka), warunków geologicznych oraz sy­

stemów eksploatacji. Zakładamy wstępnie, że maksymalna wartość współczyn­

nika k w warunkach krajowego górnictwa wynosi około 2 ,5 (przyjęto suma­

ryczny czas obciążenia przewodu prądem równy około 10 godz. w ciągu doby).

Wartość współczynnika k określonego dla warunków krajowych pokrywa się z wynikami badań przeprowadzonych zagranicą W -

Po podstawieniu liczbowej wartości współczynnika k do zależności (5), otrzymać można teoretyczną, urealnioną żywotność przewodu jako równą ok.

10.000 dób (przy założeniu temperatury granicznej równej 60°C), czyli ok.

25 lat.

Z wyżej podanych stwierdzeń wynika, że istnieje realna możliwość pod­

wyższenia wartości temperatury granicznej i związanej z tym obciążalności prądowej. Podwyższona wartość temperatury granicznej powinna przy tym być dobrana z uwzględnieniem ogólnych kryteriów bezpieczeństwa i pewności ru­

chowej.

Z analizy warunków pracy i eksploatacji przewodów oponowych w podzie­

miach kopalń wynika, że podstawowymi kryteriami doboru temperatury granicz­

nej są parametry mechaniczne gum oraz wartość rezystancji izolacji.Wynika to z faktu, że wielkości te mają bezpośredni wpływ na bezpieczeństwo eks­

ploatacji oraz charakteryzują się znaczną zmiennością z temperaturą.

50 W. Boroń, F. Krasucki, J. Rabsztyn, A.St. Wnuk

2. Cieplne charakterystyki parametrów mechanicznych gum w przewodach oponowych

Wpływ temperatury granicznej dopuszczalnej długotrwale na właściwości mechaniczne gum izolacyjnych i oponowych rozpatrywać należy z uwzględnie­

niem zmienności wybranych parametrów w funkcji czasu i temperatury starze­

nia cieplnego oraz podwyższonej temperatury pracy.

Ogólnie starzenie cieplne można scharakteryzować jako występujące w mia­

rę upływu czasu zmiany strukturalne powodujące pogorszenie właściwości gum.

Najczęściej starzenie cieplne przejawia się utratą plastyczności, a co za tym idzie zwiększoną kruchością gumy.

Starzenie gumy zachodzi przede wszystkim przy jej utlenianiu. Inne czyn­

niki, takie jak ciepło, światło, ozon są jedynie katalizatorami procesu utleniania, przy czym najsilniej intensyfikuje ten proces ciepło M -

Rozróżnić można dwojakiego rodzaju oddziaływania podwyższonej tempera­

tury na zmianę właściwości gumy. Przy długotrwałym działaniu podwyższonej temperatury (starzenie cieplne) zachodzą chemiczne zmiany strukturalne.

Właściwości fizykomechaniczne zmieniają się przy tym w sposób nieodwra­

calny. Krótkotrwałe podniesienie temperatury powoduje zmiany odwracalnej ochłodzenie gumy do temperatury początkowej przywraca uprzednie jej wła­

ściwości.

Z przeprowadzonych badań [[3, 4, 5j wynika, że w procesie starzenia ciepl­

nego najistotniejsze jest pogorszenie właściwości mechanicznych gum, a w szczególności wskaźników wytrzymałości na rozciąganie oraz wydłużenia względnego przy zerwaniu.

Charakter zmiany tych wskaźników jest przy tym bliski zależności eks- plotencjalnej i może być opisany równaniami:

_« t

62 = ff1 . e 1 (6a)

-0C .t

Bz = £ 1 . e 2 (6b)

gdzie:

6^, £ 1 - odpowiednio wytrzymałość na rozciąganie i wydłużenie względne przed starzeniem,

®2 * ^2 “ °^Powieónio wytrzymałość na rozciąganie i wydłużenie względne po starzeniu,

t - długość czasu starzenia,

«I, «2 - współczynniki szybkości starzenia zależne od rodzaju gumy i temperatury starzenia.

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górnicznych 51

Zakładając dopuszczalne obniżenie wskaźników wytrzymałościowych do war­

tości odpowiednio i £ min otrzymać można równanie orientacyjnej żywotności przewodów:

L fi-= sr ln r— <7a)

6 * 1 min

L . = i|— ln j— (7b )

£ ¿min

Wyznaczenie na podstawie zależności (7a) i (7b) żywotności przewodów wy­

maga znajomości wartości współczynników i oc^.

Jak już wspomniano współczynniki te zależą od temperatury starzenia a więc i od temperatury granicznej. Praktyczne wyznaczenie współczynników szybkości starzenia wymaga przeprowadzenia wielu prób w ciągu stosunkowo długiego okresu czasu.

Częściowe dotąd przeprowadzone badania dla gum stosowanych w przewodach górniczych (j3, 4 , 5^ pozwalają jedynie na sformułowanie pewnych ogólnych wniosków dotyczących zmian parametrów mechanicznych gum w procesie starze­

nia cieplnego. Z wniosków tych wynika, co następuje:

1° W procesie starzenia cieplnego wytrzymałość na rozciąganie gumy izolacyjnej i przewodzącej zmniejsza się, natomiast oponowej prak­

tycznie pozostaje na stałym poziomie.

2° Wydłużenie względne gumy izolacyjnej, przewodzącej i oponowej przy starzeniu cieplnym zmniejsza się, przy czym wielkość tych zmian za­

leży przede wszystkim od temperatury starzenia.

3° Rrzy identycznych parametrach starzenia (czas i tmperatura) najwięk­

szymi zmianami wydłużenia względnego charakteryzuje się guma opo­

nowa, a najmniejszymi - izolacyjna.

4° Wskaźniki mechaniczne gum po roku starzenia cieplnego w temperatu­

rach 75-95°C zmieniają się stosunkowo nieznacznie (5-28%).

Istotnym problemem, z punktu widzenia doboru temperatury granicznej, jest zmienność parametrów mechanicznych gumy przy różnych jej temperatu­

rach pracy. W ogólnym przypadku wskaźniki wytrzymałościowe gum w zakresie temperatur 20-120°C zmieniają się ekspotencjalnie wg zależności:

B./T

"

620

B,/T

£T = £20 * C2 e B,/T

= ^20 ' ®3 e ^ (8c)

52 W. Boroń, F. Krasucki, J. Rabsztyn, A.St. Wnuk

gdzieś

ć\p, ZT - odpowiednio wytrzymałość na rozciąganie, wydłużenie względne przy zerwaniu i wskaźnik odporności na roz­

dzieranie w temperaturze różnej od 20°C,

®20* ^20’ ^20 ” ^w' “ określone w temperaturze 20°C,

^1* ®2’ C3

B^, Bg, B^ - stałe współczynniki zależne od rodzaju gumy, T - temperatura bezwzględna w (°Kj.

Wartości współczynników B i C, wyznaczone eksperymentalnie dla gumy izolacyjnej i oponowej zostały zestawione w tablicy 1 .

Tablica 1 Wartości współczynników zmiany parametrów mechanicznych

Rodzaj gumy

Wartości współczynników

B1 (°K) b2 (°Kj b3 (°k; C1 C2 C3

Izolacyjna 1580 920 - 0,0045 0,043 -

Oponowa 110 0 690 1620 0,023 0,095 0,004

Na podstawie równań (8a^, (8b), (8c) oraz danych zawartych w tablicy obliczyć można rzeczywistą wartość wskaźników mechanicznych gum przy róż­

nych temperaturach pracy. W postaci graficznej zależności te zostały przed­

stawione na rysunku 2 .

Z wykresów wynika, że przy przyjęciu temperatury granicznej równej

6cPc

(333°Kj wytrzymałość na rozciąganie i wydłużenie względne przy zerwaniu gumy izolacyjnej spadają odpowiednio do ok. 52% i 66% wartości określonych przy temperaturze 20°C (293°K). Wskaźniki te dla gumy oponowej (obliczone przy założeniu, że jej temperatura przy znamionowym obciążeniu przewodu jest równa 40°Cj wynoszą odpowiednio 76% dla wytrzymałości na rozciąganie, 85% dla wydłużenia względnego oraz 66% dla wskaźnika odporności na roz­

dzieranie.

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych 53

20 40 60 80 100 120

T £ K ] . t f P C J

Rys. 2. Właściwości mechaniczne gum w funkcji temperatury

1 - wytrzymałość na rozciąganie gumy oponowej, 2 - wydłużenie względne przy zerwaniu gumy oponowej, 3 - wskaźnik odporności na rozdzieranie gumy oponowej, 4 - wytrzymałość na rozciąganie gumy izolacyjnej, 5 -wydłużenie

względne przy zerwaniu gumy izolacyjnej

54 W. Boroń, P. Krasucki, J. Rabsztyn, A.ot. Wnuk 3. Zależność rezystancji Izolac.ji przewodów oponowych od temperatury

Rezystancja izolacji stanowi, z punktu widzenia bezpieczeństwa eksploa­

tacji, podstawowy parametr elektryczny przewodów oponowych.Wynika to prze­

de wszystkim z faktu, że czynnikiem decydującym o wartości prądu jedno­

fazowego uszkodzenia z ziemią jest, obok pojemności doziemnej, wypadkowa rezystancja izolacji sieci.

W górnictwie krajowym przyjęto zasadę wyłączania napięcia w sieci w przypadku obniżenia wypadkowej rezystancji do poziomu, przy którym spo­

dziewany prąd jednofazowego uszkodzenia przekroczyłby wartości ustalone jako bezpieczne. Tak więc rezystancja izolacji ma również bezpośredni wpływ na ciągłość dostawy energii elektrycznej do przodka górniczego.

Przy przyjęciu pewnych założeń upraszczających (żyła idealnie okrągła, izolacja jednorodna) rezystancję izolacji pojedynczej żyły przewodu obli­

czyć można, z zależności 0>3*

- rezystancja izolacji w temperaturze °C (Mom . km), Rgo - rezystancja izolacji w temperaturze 20°C (Mom . km},

CK - współczynnik charakteryzujący zmianę rezystancji z temperaturą

Zależność (9 } jest prawdziwa przy założeniu, że rezystancja izolacji jest określana pomiędzy żyłą a warstwą przewodzącą nałożoną równomiernie na izolacji. Można ją więc wykorzystywać przy obliczaniu rezystancji izo­

lacji przewodów ekranowanych.

Dla przewodów nieekranowanych rezystancję izolacji należy obliczać z zależności:

gdzie:

g - współczynnik geometrii przewodu uwzględniający ilość i rozmiesz­

czenia żył w ośrodku przewodu.

Dla działania zabezpieczeń upływnościowych istotna jest rezystancja i- zolacji określona pomiędzy trzema zwartymi żyłami roboczymi a żyłą ochron­

ną (ziemią). W tym przypadku wartości otrzymane wg zależności (9) i (10) należy podzielić przez trzy.

(9)

gdzie:

(1/°C ).

( 10)

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych 55

Dla określenia wartości współczynnika tt przeprowadzono szereg badan i pomiarów na odcinkach przewodów oponowych o długości ok. 15 m. Pomia­

rów rezystancji izolacji dokonywano za pomocą megomierza lampowego (typ R505 "Elpo") przyjmując jako wartość mierzoną rezystancję odczytaną po u- pływie 60 sekund od chwili przyłożenia napięcia pomiarowego.

Badania przeprowadzano przy różnych temperaturach izolacji otrzymanych przez podgrzanie żył roboczych przewodu prądem trójfazowym symetrycznym.

Temperaturę żył roboczych wyznaczano metodą oporową. Założono uproszcze­

nie, że w stanie ustalonym temperatura izolacji jest równa temperaturze żył. Współczynnik wyznaczqno metodą najmniejszych kwadratów.

W wyniku przeprowadzonych pomiaro gum izolacyjnych w przewodach OnG dziale:

0,07 ^

Rys. 3- Rezystancja izolacji żył roboczych w funkcji temperatury

w stwierdzono, że współczynnik « dla produkcji krajowej mieści się w prze-

^ 0,095

Średnia wartość współczynnika«, określona jako wartość średnia a- rytmetyczna z pomiarów, wynosi:

<* » 0,082 (1/°CJ

Po podstawieniu otrzymanej war­

tości współczynnika «■ do zależno­

ści (S) i (I0j otrzymać można orien­

tacyjny charakter zmienności rezy­

stancji izolacji z temperaturą.

W postaci graficznej zależność tę przedstawiono na rys. 3. Z wykresu wynika, że przy przyjęciu tempera­

tury granicznej równej 60°C rezy­

stancja izolacji spada średnio ok.

25-krotnie w stosunku do wartości określonej w temperaturze 20°C.

56 W. Boroń, F. Krasucki, J. Rabaztyn, A.SŁ. Wnuk

4. Analiza możliwości podwyższenia wartości temperatury granicznej dopuszczalnej długotrwale

Przekształcając funkcję (4 ) z uwzględnieniem równości (5) otrzymać moż­

na zależność temperatury granicznej od przyjętej teoretycznej urealnionej żywotności przewodóws

Z analizy danych krajowych i zagranicznych wynika, że za technicznie i ekonomicznie uzasadnione można uznać przyjęcie żywotności teoretycznej u- realnionej równej 2500 dób (ok. 8 lat). Dla wartości liczbowych współczyn­

ników a, b, k jak w p. 1 dla przewodów 1-żyłowych odpowiada to temperatu-

Wpływ podwyższonej do 75°C temperatury granicznej na ustalone jako kry­

teria parametry przewodu ocenić można na podstawie uprzednio podanych za­

leżności i rozważań.

V7 szczególności za punkt wyjścia dla dokonania oceny proponuje się przy­

jęcie dwu podstawowych założeń:

1° 0 odporności przewodu na typowe uszkodzenia mechaniczne decyduje

ma izolacyjna.

Przyjęcie podanych założeń sprowadza zagadnienie oceny możliwości pod­

wyższenia temperatury granicznej do analizy wpływu temperatury na zmien­

ność parametrów mechanicznych gumy oponowej oraz rezystancji izolacji gu­

my izolacyjnej.

Z przedstawionych na rys. 2 krzywych wynika, że wskaźnik wytrzymałości na rozciąganie gumy oponowej obniża się, przy podwyższeniu do 75°C tempe­

ratury granicznej, o ok. 9% w stosunku do wskaźnika określanego przy tem­

peraturze 60°C. Podobnie kształtują się zmiany pozostałych parametrów me­

chanicznych gumy oponowej (odporność na rozdzieranie - 7,5%, wydłużenie względne przy zerwaniu - 12%).

Jednocześnie, jak stwierdzono w trakcie badań,parametr decydujący o od­

porności mechanicznej przewodu, a mianowicie wskaźnik wytrzymałości na roz­

ciąganie gumy oponowej praktycznie nie zmienia swojej wartości w trakcie starzenia cieplnego.

Z podanych stwierdzeń wynika, że wprowadzenie podwyższonej do 75°C tem­

peratury granicznej nie powoduje istotnego obniżenia właściwości mechanicz­

nych przewodu.

(

)

rze granicznej równej 75°C.

przede wszystkim guma oponowa.

2° Właściwości elektroizolacyjne przewodu określa w głównej mierze gu-

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych 57

Kryterium, które w znacznie poważniejszym stopniu limituje temperaturę graniczną, jest rezystancja izolacji gumy izolacyjnej. Jak już wspomniano w p. 3, w zakresie temperatur 20-60°C rezystancja izolacji spada ok. 25- krotnie.

Podwyższenie temperatury granicznej do 75°C stwarza sytuację,w której, przy długotrwałym obciążeniu przewodu prądem znamionowym,rezystancja izo­

lacji spada ok. 90-krotnie w stosunku do rezystancji określonej w tempera turze 20°C.

Zgodnie z ustaleniami zawartymi w projekcie normy na górnicze przewody oponowe rezystancja izolacji jednej żyły powinna mieścić się (w zależno­

ści od przekroju tyły) w granicach (286-99 Mom . km) dla przewodów nie- ekranowanych oraz (121-46 Mom . km) dla przewodów ekranowanych.Oznacza to, że w krańcowym przypadku (temperatura żyły - 75°C, przewód ekranowany o przekroju żył roboczych - 95 mm^) rezystancja izolacji trzech żył zwar­

tych względem ekranu spada do ok. 170 kom . km.

Pomimo znacznego spadku rezystancji izolacji przewodu przyjąć można,że wypadkowy stan izolacji sieci utrzymany zostanie na poziomie zapewniają­

cym wymagany stopień bezpieczeństwa i pewności ruchowej.Uzasadnić to moż­

na przede wszystkim następującymi podstawowymi stwierdzeniami:

- sieci dołowe niskiego napięcia charakteryzują się ograniczoną rozciągło Ścią|

- stałe czasowe nagrzewania przewodów o dużych przekrojach żył roboczych (dla których rezystancja izolacji jest najmniejsza) są rzędu kilkudzie­

sięciu minut, co przy uwzględnieniu nierównomiernie przerywanego charak teru pracy zasilanych napędów stwarza małe prawdopodobieństwo długotrwa łego podniesienia temperatury żył do wartości granicznej;

- stosunek minimalnej wartości rezystancji izolacji przewodu, wynikły z podwyższenia temperatury granicznej, do rezystancji pomiarowej zabezpie czeń upływowych w wystarczającym stopniu zabezpiecza wymaganą ciągłość dostawy energii elektrycznej.

5. Analityczne określenie dopuszczalnej obciążalności prądowej przewodów oponowych

Przykładowo na rys. 4 przedstawiono czasowy przebieg nagrzewania prą- dem znamionowym przewodu typu CtaG o przekroju żył roboczych 50 mm .Ha ry­2 sunku linią przerywaną (krzywa 2) zaznaczono dodatkowo teoretyczny prze­

bieg ekspotencjalny nagrzewania żył roboczych przewodu.

Z przedstawionych krzywych wynika, że nagrzewanie przewodu nie przebie­

ga w sposób ściśle ekspotencjalny; w ogólnym przypadku stała czasowa w pro­

cesie nagrzewania jest funkcją temperatury.

58

Rys. 4. Czasowy przebieg nagrzewania przewodu OnG 3 x 50 + 35 + 3 i 4 u a2 prądem znamionowym

1 - krzywa nagrzewania izolacji żył roboczych, 2 - teoretyczna krzywa na­

grzewania, 3 ~ krzywa nagrzewania opony przewodu

Dla stanu ustalonego (ilość ciepła wydzielanego w przewodzie jest rów­

na ilości ciepła oddawanego do otoczenia) dopuszczalna obciążalność prą­

dowa przewodu jest funkcją przyjętej temperatury granicznej dopuszczalnej długotrwale, temperatury otoczenia oraz właściwości cieplnych i wymiarów konstrukcyjnych przewodu. Ścisłe sprecyzowanie tej funkcji sprowadza sie do sformułowania cieplnego prawa Ohma i rozwiązania go z uwzględnieniem danego typu przewodu.

W warunkach równowagi cieplne prawo Ohma można sformułować następująco:

i r f . P S (12)

gdzie:

Al?1- różnica temperatur żył roboczych i otoczenia (°C),

P - moc strumienia cieplnego równego mocy strat elektrycznych w żyle (W/m),

S - oporność cieplna przewodu (omc • m).

Dla przewodów elektrycznych niskiego napięcia, przy przepływie prądu małej częstotliwości, można założyć, że moc strat elektrycznych w żyle równa jest stratom czynnym w miedzi. Moc strumienia cieplnego, przeliczo­

na na 1 metr przewodu, bedzie wiec równa:

P = m I2 R (13)

gdzie:

m - liczba żył przewodu, I - prąd obciążenia żył (A),

R - opór czynny jednej żyły przewodu w temperaturze (R/m).

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych 59

Oporność cieplna S może być wyrażona jako suma dwu składowych: opor­

ności wewnętrznej Sw, charakteryzującej spadek temperatury od żył robo­

czych do powierzchni przewodu i równoważnej oporności powierzchniowej Sp , charakteryzującej spadek temperatury od powierzchni przewodu do otoczenia:

s = sw + sp (1 4 ;

Po podstawieniu zależności (13) i (14) do (12) i przekształceniu bę­

dzie:

A

“ + s„'j (1 5 )

Z zależności (15) wynika, że zagadnienie wyznaczenia obciążalności prą­

dowej przewodów sprowadza się do obliczenia wartości oporności Sw i Sp.

Przy przyjęciu pewnych założeń upraszczających, cieplne oporności we­

wnętrzne i powierzchniowe przewodu z trzema żyłami roboczymi mogą być wy­

rażone [2 ] w postaci:

“ u, -3

SW * T W ~ 111 T ~ 7 Z — 1 2 1.7 r 1 dz ( 1 6 >

SP = d r (f + f17>

gdzie:

Ot - współczynnik poprawkowy uwzględniający błędy wynikłe z przyję­

cia założeń upraszczających,

6" - wewnętrzna oporność cieplna właściwa (°Cm/W), r - promień przewodu (mm),

r1 - promień żyły (mm),

dz - średnica żyły na izolacji (mm), a, b - współczynniki stałe,

- różnica temperatury żyły i otoczenia (°C).

Podstawiając obliczone wartości Sw i Sp do wyrażenia (15) otrzymać można ostateczne wyrażenie na prąd dopuszczalny długotrwale

Obciążalnośćprądowaprzewodówoponowychgórniczych

60

oco

&co

6* O

a

Mo

O

■p«p 00 u

O SD

G O

M

i n co t -

't I A CO T - CO CO

t>- O tn

i “ CM CVJ

VDM- O vO ^CVJ_oo VO

o ^CM M- i- ^{i - » -} t- vO^O

r * r - CM CM

§

&

(0

-P(0 uPi

co o

¿i

£ gO - P

fl 00

§

oo co

04. C~\ ^CAKh VD^{CO r -} CA ^CSJCM ^{T -}M - ^{M - CA O} r - 0 -

r - t—

OJ vn OJ

flO^iO -p

a g

CD 00

oc .M

r - c a

<A <A o O"»

i a vo cr\ < a

CO r - 0- 00

f“ I

r - OJ

3I

■H O

* G .OO

O 0) bp a fO

*o

0-

CM VO

<A vo^{i a t -} co ^{i a}t - ^{c a}M1 h ^oo cm ^O v o^{i a}

r r r (M CM

fM

*?.G o>o

•o ^>*3 'ONO

^ o ®G O

® .O CQ N O

U

O vO I A

r - ł - CM O

I A O

o- ^ŁACA

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych

61

Przy określeniu prądu dopuszczalnego długotrwale korzystano z wartości (X, &, a i b wyznaczonych doświadczalnie oraz z danych konstrukcyj­

nych przewodów produkcji krajowej. Temperaturę otoczenia przyjęto zgodnie z normami równą 25°C.

Wyniki przeliczeń dla temperatur granicznych 60 i 75°C zestawiono w ta­

blicy 2. W kolumnie 2 tablicy podano obciążalności prądowe zgodne z dotąd obowiązującymi normami państwowymi (PN-55/E-05021) "Wyznaczanie obciążal­

ności przewodów i kabli".Obciążalności te odnoszą się do przewodów opono­

wych starej konstrukcji wykonywanych wg nieaktualnych norm. Obciążalności prądowe, obliczone zgodnie z zależnością (18) dla przewodów starej kon­

strukcji, zestawiono w kolumnie 3. Z porównania danych zawartych w kolum­

nach 2 1 3 wynika, że metodyka analitycznego obliczenia obciążalności prą­

dowej wg zależności (18) może byó stosowana z wystarczającą dla celów praktycznych dokładnością.

W kolumnie 4 tablicy podano obciążalności prądowe obliczone analitycz­

nie dla przewodów o konstrukcji zgodnej z obecnie obowiązującymi normami.

Na podstawie porównania obliczonych obciążalności prądowych dla przewodów 0 starej i nowej konstrukcji (kolumny 3 1 4 ) stwierdzić można, że zmiana niektórych parametrów konstrukcyjnych przewodów spowodowała nieznaczne

(maksymalnie 10%) zmiany* dopuszczalnych obciążeń prądowych.

W kolumnach (5 - stare konstrukcje 1 6 - nowe konstrukcje) zestawiono wyniki obliczonych analitycznie obciążalności prądowych przy założeniu temperatury granicznej 75°C. Z porównania danych zawartych w kolumnach 2 1 6 wynika, że podwyższenie wartości temperatury granicznej dopuszczalnej długotrwale do 75°C pozwala na stosunkowo znaczne (średnio o około 22%) zwiększenie obciążalności prądowej przewodów oponowych.

Zaznaczyć należy, że norma FN-55/E-05021 jest obecnie nowelizowana.

W nowo opracowanym projekcie zastrzeżono, że norma nie będzie obejmowała kabli i przewodów instalowanych w podziemiach kopalń. Wynika z tego ko­

nieczność przeprowadzenia badań uzupełniających i wprowadzenia do aktual­

nie opracowywanych przepisów eksploatacji urządzeń elektrycznych w górnic­

twie nowych wartości obciążalności prądowych.

Przyjęcie w przepisach zaproponowanej wartości temperatury granicznej 75°C oraz związanych z tym zwiększonych dopuszczalnych obciążeń prądowych powinno w istotny sposób przyczynić aię do częściowego zmniejszenia wystę­

pujących dotąd trudności przy zasilaniu maszyn i urządzeń górniczych, w szczególności w oddziałach o skoncentrowanym wydobyciu.

62 V/. Boroń, F. Krasucki, J. Rabsztyn, A. St. Wnuk

Zakończenie

Biorąc pod uwagę przeprowadzone rozważania i obliczenia oraz uwzględ­

niając wymagania techniczno-ruchowe, gospodarcze i bezpieczeństwa,sformu­

łować można następujące wnioski i uwagi końcowe:

1. Żywotność przewodów oponowych w warunkach ruchu górniczego jest limi­

towana przede wszystkim czynnikami nie dającymi się ująć w sposób ści­

sły. Czynniki te stanowią zbiór zjawisk losowych wynikających z dużego prawdopodobieństwa uszkodzeń mechanicznych przewodów.

2. Za podstawowe kryteria doDoru obciążalności prądowej przewodów opono­

wych uznać należy parametry mechaniczne gumy oponowej oraz rezystancję izolacji żył roboczych.

3. Największą zmiennością z temperaturą (spośród wielkości przyjętych za kryteria) charakteryzuje się rezystancja izolacji. W związku z powyż­

szym obciążalność prądowa przewodów jest limitowana przede wszystkim wypadkowym stanem izolacji przewodów w temperaturze granicznej dopusz­

czalnej długotrwale.

4. Dla obecnie stosowanych konstrukcji przewodów oponowych za uzasadnione należy uznać podwyższenie temperatury granicznej do 75°C. Uzyska się dzięki temu zwiększenie dopuszczalnych obciążalności prądowych średnio o ok.

22%.

5. Przyjęcie podwyższonych wartości obciążalności prądowych przewodów o- ponowych powinno w istotny sposób przyczynić się do częściowego usunię­

cia istniejących trudności, związanych z odpowiednim doborem przekroju przewodów oponowych w przodkach o dużej koncentracji wydobycia.

LITERATURA

(jlj Krasucki F . : Teoretyczne i techniczne kryteria bezpieczeństwa w elek­

troenergetycznych sieciach górniczych. Praca doktorska, Politechnika Śląska 1966.

[2] Poszerstnik M.J., Salutina M.A. 1 Tiepłowoj rasczot sudowych kabielej.

Sudostrojenie 1964.

[3] Ozjernoj II.I., Sobolew W.G.: Szachtnyje gibkije kabieli. "Niedra" 1966.

(4.3 ZKIIPW: Kable i przewody górnicze. Studia oraz badania laboratoryjne i ruchowe. 1965-1972.

[5] Krasucki P . : Problemy niezawodności oraz bezpieczeństwa elektryfika­

cji i automatyzacji podziemi kopalń węgla. Zeszyty Naukowe Pol. SI., Górnictwo z. 51, 1972.

[6] Krasucki P.t Opór izolacji kabli i przewodów górniczych. Zeszyty Nau­

kowe Pol. SI., Górnictwo, z. 41, 1969.

Obciążalność prądowa oponowych przewodów górniczych 63

AiXEPHA* HàT.'JïKA L.AXTÜUX 3,ÏIEKTPCLP03GR03 3 PB3HHC3C TPYEKE

P e

» a e

3 ciaT B e ja ë T c a aHajiK3 pexcnua pafioTti

xcJiroBf ^

1000

npoBcaoB

pe3KH0Bcii TpyfiKe, npHiaeiiaetiEx

maxTax. A

npoxcTaBbJiHBT ocKCflHoii ¡cpi-- Tepiùi nosfiopa 3HaveHnii TeanepaTypt:, £onyCKaeMo0 Ha nposcJiJKHTexBHoe B peaa,

h

oCycjiosJieHHOH e» aanepHoii Harpy3KH npoBCxoB

pe3HHCBofi TpyfiKe, aexaHH-

vcckhx

CBoiicTa pe3HHH, a TaK ie conpoTKBaeiiHa B3oaaiiKK paCoviix

.

i.poBe^-euH aaficpaTopHHe KCcaesoBaHHa j a a onpeaexeKHH bxhhhhh aunepHofi Harpy3KH Ha b eawHHHy napaaeT poB , ycTaHCBJienHta: b KasecTBe ochcbhhx xpKTe-

p n e B .

IiOsaHLi MeToj.H npn6aH3ceHHoro aHajiHTKVecicoro cn pejeaeK H a T oaa, ^onycK a- ei/.cro Ha upcjoay.KTejibHoe Bpewa.

3 pe3yabTs.Te HCcaeacBaHHi'. h aHajin3a npexJioseHO yBejiHHHTb npej,eabHyio ,no- nycKaeMyB Ha Dpo^oaxHTeabHoe b p e .¿h TeunepaT ypy c 60°

75°C .

Ha 0CHC3aHHH BbiHHcaeHHri noxaflbi H oaue, vBeaHieHHHe 3Hav

asmepHbix Ha- rpy30K

npcBOAOB

pe3HHCBoii TpyCice, cooTBeTCTBynuHe npesesbHofl T eu n e - paT ype 75°C .

THE CURRENT LOAD CAPACITY OP THE CAB TYRE CABLES FOR THE COAL INDUSTRY PURPOSES

S u m m a r y

In the paper have been analysed the service conditions and a lifetime of the 1000 V cab tyre cables used in the mine underground. The following critérions for the long permissible temperature affecting the current load capacity of the cab tyre cables have been givens the mechanical properties of the tyre rubber and the resistance of the wire insulation.

During investigations in the laboratory have been determined the cur­

rent load capacity influence on the steady state parameters as a main cri­

terion. The method of the approximative analytic definition of the long permissible current have been described too.

As a main gain of this investigations and analysis it is a proposal of increasing the long permissible temperature from 60°C (centigrades)to 75°&

On that basis have been given new greater values of the current load capacities of the cab tyre cables corresponding to the critical tempera­

ture of 75°C.